海洋石油平臺同步發電機升壓改造方法研究

張國榮　林楊

摘 要： 目前部分海洋石油平臺大型發電機組已無法滿足生產電力需求，需要對發電機機組進行更換或改造。考慮到改造電機的線圈、整機絕緣結構、繞組線徑以及溫升等多方面的綜合因素，根據發電機升壓改造原理，通過對改造電機電磁參數和短路比的實際計算，將中海油渤中BZ26?3平臺同步發電機的線圈和定子進行改造。對改造后的發電機進行了一系列實驗測試，并將改造前后的發電機主要技術參數進行了對比。結果表明升壓改造后的發電機各項指標均滿足相應要求，且相序正確，證明了所提出升壓改造方法的可行性與正確性。創新地通過電磁計算以及短路比計算獲得實際電機參數，提出了通過改變定子繞組的方式對發電機進行升壓改造的方法。

關鍵詞： 同步發電機； 升壓改造； 海洋石油平臺； 實驗測試

中圖分類號： TN911?34； TM313 文獻標識碼： A 文章編號： 1004?373X（2014）12?0148?05

Abstract： In consideration of the multiple factors including the transform of the motor coil， insulation structure， winding wire diameter and temperature rise， a useful method is proposed. The coil and stator in synchronous generator on CNOOC BZ26?3 platform in Bohai Sea was transformed through the actual counting of the electromagnetic parameters and the short?circuit ratio according to the generator step?up principle. A series of experiments was conducted for the transformed generator. The main generator parameters before and after the transform were contrasted. The results indicate each index of the transformed generator meets the corresponding requirements， and the phase sequence is correct. The conclusion proves the correctness and feasibility of the proposed booster transform method. The innovation is， under the comprehensive consideration， that the actual motor parameters has been obtained through the electromagnetic calculation and short circuit ratio calculation， and the generator step?up transform method of changing the way of the stator winding is put forward.

Keywords： synchronous generator； boost transform； offshore oil platform； experimental testing

海上石油生產是一項高難度、高風險、高投入的高新技術產業[1]。隨著海上油田運行時間的不斷延長，電力需求的增長，很多大型發電機組已無法滿足目前的生產需求，需要對發電機機組進行更換或升壓改造[2]。為滿足海洋石油BZ26?3平臺的生產電力需求，本文對中海油渤中26?3平臺發電機的繞組重新制作，將發電機從3 300 V升壓至6 300 V，且保持功率等性能盡量不變。并對方案進行了數據計算驗證和具體實施。

1 發電機升壓改造原理

當額度功率一定時，發電機的定子電壓、電流與繞組匝數成線性比例關系，如式（1）所示：

為了使定子電壓升高1倍，每相串聯的繞組匝數要增加1倍（線圈的節距不變）。若增壓不為整倍數，則按照相應的倍數改動實際匝數與線圈節距，即使得有效匝數（即實際匝數與繞組系數的乘積）與電壓成正比。

在海洋石油BZ26?3平臺中使用的是同步發電機[3]，其相關參數如表1所示。

為了實現其升壓改造，在鐵芯尺寸不變的情況下，需要對線圈和整機絕緣結構、繞組線徑、溫升等方面綜合考慮[4]。

表1 海洋石油BZ26?3平臺所用同步發電機參數

（1） 其原來的3 300 V絕緣結構在升壓后并不適用，在實際使用中很容易發生對地擊穿。因此，需要重新制造線圈，使線圈以及整機的絕緣結構都符合6 300 V下的耐壓要求，并對改造后的電機進行各項測試看是否合格。

（2） 其原來是F級絕緣，按照B級考核溫升。升壓改造后需要把絕緣等級提高到H級， 按照F級考核溫升。絕緣材料的耐熱等級提高25 K，但是設計溫升的提高不會超過20 K，因此現在額定電流下的熱負荷計算還是可以滿足B級的考核溫升。

（3） 由于電壓等級的提高，匝間絕緣與對地絕緣要加厚。在鐵芯尺寸不變的情況下，槽內繞組銅線的填充要降低。在原來槽內沒有富裕尺寸的情況下就要適當地減小并聯繞組的總截面，才能將新繞組嵌入。這樣，在輸出功率不變，即電流不變時，繞組線圈的電流密度與繞組的熱負荷要增加，從而導致繞組線圈的發熱相比改造前有所增加。為了限制發熱不超過規定的繞組溫升，就要限制發電機的輸出功率。

2 升壓改造參數計算

2.1 電磁計算

根據三相異步電動機設計原理和以往的維修經驗[5]，在線圈溫升一致，鐵心尺寸不變時，6 000 V的電動機的功率一般要降低15%左右，此處采用降額12.63%進行計算。其升壓改造后的相關參數可按式（2）計算[6]：

[S2=（1-12.63%）S1P2=（1-12.63%）P1I2=N1N2I1] （2）

根據 《中華人民共和國第一機械工業部 電工專業指導性技術文件 凸極同步電機電磁計算公式 電指（DZ）27?63》，改電壓前后電機在額定電壓下工作的有關電磁參數比較如表2所示。

由對比看出，改電壓前后的各部分磁通密度與磁勢的變化很小。因此，勵磁電流的變化很小。考慮到絕緣的可靠性與線圈的溫升，額定電流定的偏低，故直軸電樞反應磁勢和短路電流為額定時，磁勢降低13%。

2.2 短路比計算

短路比是表征發電機靜態穩定度的一個重要參數[7]，用[Kc]表示，其定義是：發電機在空載額定電壓、勵磁電流下的三相穩態短路電流與額定電流之比，即：[Kc=IfoIN]。由于發電機短路特性是一條直線，故[Kc]也可表達為發電機空載額定電壓時的勵磁電流[Ifo]與三相穩態短路電流為額定值時的勵磁電流[Ifk]之比，或發電機額定電壓下的空載磁勢[AWo]與短路電流為額定電流時的發電機磁勢[AWk]之比[8]。如忽略磁飽和的影響，則短路比與發電機運行中三相突然短路穩定時所表現出的電抗（發電機直軸同步電抗）[Xd]互為倒數。表達式為：

短路比小，說明同步電抗大，相應短路時短路電流小，運行中負載變化時發電機的電壓變化較大，且并聯運行時發電機的穩定度較差，即：發電機的過載能力小。短路比大，則發電機過載能力大，負載電流引起的端電壓變化較小，可提高發電機在系統運行中的靜態穩定性。但會使發電機勵磁電流增大，轉子用銅量增大，使制造成本增加[9]。

本次所進行的發電機升壓改造研究，考慮到絕緣的可靠性與發熱因素，所設計的額定電流較低，因此短路比有一定的增加，而且所有電抗的標幺值在改壓后也都有所降低。

由以上的比較總結得出，電壓改到6 300 V后，若功率仍舊達到原來的4 150 kW（電流541.1 A），由于各項電抗（除了零序電抗以外）的變化都很小，可以忽略，則電抗的標幺值相應減小，短路比增加。而且，通過比較發現改電壓前后的各部分磁通密度與磁勢的變化很小，勵磁電流的變化很小，同時額定電流下降，因此采用此升壓改造方案不需要改變原電機的勵磁系統及冷卻系統。

3 新線圈制作

3.1 線圈拆卸及重新制作

由于增壓不為整倍數，需要按照相應的倍數改動實際匝數與線圈節距，因此整個定子繞組都要重新制作[10]。具體匝數比按式（1）及繞組系數進行計算，得到定子繞組每相匝數為66匝，有效匝數為54.6匝，改造前后的匝數比為1.9。

為復核計算數據，首先需對原來的定子繞組進行拆卸， 去除原線圈的表面絕緣，如圖1所示，在進一步對線圈表面進行清潔處理后，按照計算的線圈尺寸進行重新繞制，新制的繞組結構為每只線圈6匝，2路并聯，每相串聯匝數為66匝。

3.2 提高線圈絕緣

為提高線圈的匝間絕緣，線圈直線部分包絕緣使用自粘性單玻璃絲包聚酰亞胺?氟樹脂復合薄膜繞包燒結線，絕緣厚度為0.40～0.50 mm，耐熱等級為H級。

為提高線圈的主絕緣，線圈彎曲部分包絕緣使用5440?1桐馬環氧粉云母帶特帶與5443?1聚酰亞胺薄膜復合粉云母帶混包，絕緣為F級，以提高線圈對地絕緣的介電強度。

3.3 絕緣厚度與熱負荷的選擇

由于用戶對于改造后的發電機出力要求可以適當降低，為了提高繞組絕緣的可靠性和使用壽命，并且考慮到使用國產材料，因此現在匝間絕緣與線圈對地絕緣的厚度還是比進口電機線圈絕緣厚度的適當加厚。而且，在額定電流下的熱負荷計算仍可以滿足B級的溫升考核要求，從而為發電機的超負荷運行留有一定余地。

3.4 新線圈測試

重新制作后的線圈需要進行耐壓測試，測試合格后方能嵌入定子。首先檢查線圈是否受潮，通過測量線圈的絕緣電阻看吸收比（即極化指數）PI是否合格。由于PI=[R1minR15 S]，測試結果PI大于2，說明線圈未受潮，可以進行耐壓測試。然后對線圈進行匝間絕緣耐壓測試，通過PJ沖擊脈沖儀測試，沒有線圈擊穿。進一步對線圈進行主絕緣耐壓測試，通過直流高壓發生器測試1 min，沒有線圈擊穿。因此改造后的線圈合格。

4 新定子繞組制作

4.1 線圈主絕緣模壓

對線圈匝間絕緣和主絕緣繞包后，直線部分進行熱模壓固化成型處理。模壓后檢查線圈主絕緣的寬度尺寸與公差要求：計算寬度為17.10 mm 規定優等品公差為±0.20 mm，計算高度為32.00 mm規定優等品公差+0.20 mm/?0.50 mm。實際線圈結構尺寸參數如表4所示，經實測，線圈結構符合計算要求。

4.2 線圈嵌入定子

線圈模壓后嵌入定子，節距為1?12，安裝槽楔固定線圈后，通過對整個定子進行真空壓力浸漆來對定子繞組進一步絕緣處理。

4.3 定子繞組改造完成后進行各項電氣測試

首先進行直流電阻測試，真空浸漆后的熱元件電阻與相電阻與浸漆前相比，誤差小于2%，相對誤差小于 0.142% ，符合要求。

然后測量各相對地的絕緣電阻，所有相絕緣電阻大于1 GΩ，且吸收比大于2，絕緣合格。

最后進行交流耐壓測試，根據JB6204標準： [2 Un+1 000=13 600 V。]分別使定子繞組一相耐壓，另外兩相接地，使用工頻耐壓測試儀測試1 min，測試全部通過 ，從而定子繞組合格。對測試合格后的定子繞組進一步噴漆后即可下線，裝入機殼，如圖2所示。

5 實驗測試結果

根據GB755?2008《旋轉電機 定額和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步電機試驗方法》，對改造后的電機性能進行測試。

5.1 空載試驗

空載試驗旨在檢查電機空載時的運行是否正確，并檢查磁鐵的狀況。測量與空載運行有關的電氣參數或其他參數。

5.1.1 額定電壓及相序檢測

測得三相電壓分別為6 316 V，6 305 V，6 329 V相對誤差0.38%，小于規定三相電壓的誤差2%，因此額定電壓符合要求。并用相序儀檢查相序正確。

5.1.2 空載曲線

空載曲線測試旨在在合適的工作點、在多個定子磁通量級別下測量電機空載運行的參數。如表5所示。

表5 電機空載工作點

5.1.3 短時高壓測試

短時高壓測試規定從剩磁電壓做到額定電壓的130%，實際測試按照8 190 V（1.3倍）運轉5 min，無任何異常。

5.2 振動測量

轉子振動將通過軸傳遞至軸承箱或者軸承座上，還會傳遞至端罩。若振動力較大，且軸承結構為彈性結構，則會產生較大振幅。軸承箱表面上測得的振動特征將指示相應的力以及應力程度[11]。根據針對不同機器類型的相關經驗，相關標準中給出了振動限值。在水平、垂直和軸向方向上，測量軸承箱或軸承座處的振動。

根據GB10068?2008《軸中心高56mm及以上電機的機械振動 振動的測量、評定及限值》標準以及 GB50170?2006《電氣裝置安裝工程 旋轉電機施工及驗收規范》，對于振動無特殊要求的電機振動烈度小于2.3 mm/s，振動幅值小于0.085 mm 。電機額定轉速運行2 h后，測量發電機傳動端軸承、非傳動端軸承、機座的水平、垂直、軸向烈度、振幅，均滿足規范要求。

5.3 軸承溫度

電機運行 2 h后，各熱元件電阻測量溫度趨于穩定，增幅小于2 ℃/min。此時進油溫度為40 ℃，驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼 41 ℃；非驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼44 ℃。 因為循環油系統容量較小，所以軸瓦溫度稍高。

5.4 短路試驗

因為該發電機的剩磁電壓比較高，達到 236 V，這時的短路電流已經大大超過額定電流，因此無法進行短路試驗。剩磁電壓下短路電流為：

5.5 超速試驗

由于臨時運行時的速度可能高于額定速度，因此應對所有永磁同步電機進行過速測試。按照額定轉速的1.2倍，即1 800 r/m 。電機超速運轉2 min ，未見異常。

5.6 參數對比

同步發電機升壓改造前后帶載運行主要技術參數比較如表6和表7，這里分別測量記錄了2組數據。

6 結 語

本文提出了通過改變定子繞組的方式對發電機進行升壓改造的方法，以海洋石油BZ26?3平臺為研究對象，將發電機電壓從3 300 V升壓至6 300 V。通過理論計算與分析對本文所使用的發電機升壓改造方法的可行性做了論證，根據計算數據制作了相應的發電機，對改造后的發電機進行了空載測試、振動測試、軸承溫度測試、短路試驗與超速試驗，并將改造前后的發電機主要技術參數進行了對比，實驗結果表明升壓改造后的發電機各項指標均滿足相應要求，并保持了改造前的電氣要求，證明了所提出升壓改造方法的可行性與正確性。

表7 升壓改造后電機運行主要技術參數

參考文獻

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[8] 林澄波.同步發電機自并勵勵磁系統改造技術總結[J].電網技術，1997，21（12）：48?54.

[9] 龐紅媛.海油平臺電力系統暫態穩定分析計算[D].天津：天津大學，2010.

[10] 孫霖，劉全恩，張鳳山，等.海上平臺進口發電機轉子匝間短路的診斷及其國產化[J].機電工程，2011，28（10）：1287?1290.

[11] 祝志朋.現代實用同步發電機調壓特性和調速特性與并聯運行負載分配[J].電氣應用，2011（3）：75?81.

5 實驗測試結果

根據GB755?2008《旋轉電機 定額和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步電機試驗方法》，對改造后的電機性能進行測試。

5.1 空載試驗

空載試驗旨在檢查電機空載時的運行是否正確，并檢查磁鐵的狀況。測量與空載運行有關的電氣參數或其他參數。

5.1.1 額定電壓及相序檢測

測得三相電壓分別為6 316 V，6 305 V，6 329 V相對誤差0.38%，小于規定三相電壓的誤差2%，因此額定電壓符合要求。并用相序儀檢查相序正確。

5.1.2 空載曲線

空載曲線測試旨在在合適的工作點、在多個定子磁通量級別下測量電機空載運行的參數。如表5所示。

表5 電機空載工作點

5.1.3 短時高壓測試

短時高壓測試規定從剩磁電壓做到額定電壓的130%，實際測試按照8 190 V（1.3倍）運轉5 min，無任何異常。

5.2 振動測量

轉子振動將通過軸傳遞至軸承箱或者軸承座上，還會傳遞至端罩。若振動力較大，且軸承結構為彈性結構，則會產生較大振幅。軸承箱表面上測得的振動特征將指示相應的力以及應力程度[11]。根據針對不同機器類型的相關經驗，相關標準中給出了振動限值。在水平、垂直和軸向方向上，測量軸承箱或軸承座處的振動。

根據GB10068?2008《軸中心高56mm及以上電機的機械振動 振動的測量、評定及限值》標準以及 GB50170?2006《電氣裝置安裝工程 旋轉電機施工及驗收規范》，對于振動無特殊要求的電機振動烈度小于2.3 mm/s，振動幅值小于0.085 mm 。電機額定轉速運行2 h后，測量發電機傳動端軸承、非傳動端軸承、機座的水平、垂直、軸向烈度、振幅，均滿足規范要求。

5.3 軸承溫度

電機運行 2 h后，各熱元件電阻測量溫度趨于穩定，增幅小于2 ℃/min。此時進油溫度為40 ℃，驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼 41 ℃；非驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼44 ℃。 因為循環油系統容量較小，所以軸瓦溫度稍高。

5.4 短路試驗

因為該發電機的剩磁電壓比較高，達到 236 V，這時的短路電流已經大大超過額定電流，因此無法進行短路試驗。剩磁電壓下短路電流為：

5.5 超速試驗

由于臨時運行時的速度可能高于額定速度，因此應對所有永磁同步電機進行過速測試。按照額定轉速的1.2倍，即1 800 r/m 。電機超速運轉2 min ，未見異常。

5.6 參數對比

同步發電機升壓改造前后帶載運行主要技術參數比較如表6和表7，這里分別測量記錄了2組數據。

6 結 語

本文提出了通過改變定子繞組的方式對發電機進行升壓改造的方法，以海洋石油BZ26?3平臺為研究對象，將發電機電壓從3 300 V升壓至6 300 V。通過理論計算與分析對本文所使用的發電機升壓改造方法的可行性做了論證，根據計算數據制作了相應的發電機，對改造后的發電機進行了空載測試、振動測試、軸承溫度測試、短路試驗與超速試驗，并將改造前后的發電機主要技術參數進行了對比，實驗結果表明升壓改造后的發電機各項指標均滿足相應要求，并保持了改造前的電氣要求，證明了所提出升壓改造方法的可行性與正確性。

表7 升壓改造后電機運行主要技術參數

參考文獻

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[11] 祝志朋.現代實用同步發電機調壓特性和調速特性與并聯運行負載分配[J].電氣應用，2011（3）：75?81.

5 實驗測試結果

根據GB755?2008《旋轉電機 定額和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步電機試驗方法》，對改造后的電機性能進行測試。

5.1 空載試驗

空載試驗旨在檢查電機空載時的運行是否正確，并檢查磁鐵的狀況。測量與空載運行有關的電氣參數或其他參數。

5.1.1 額定電壓及相序檢測

測得三相電壓分別為6 316 V，6 305 V，6 329 V相對誤差0.38%，小于規定三相電壓的誤差2%，因此額定電壓符合要求。并用相序儀檢查相序正確。

5.1.2 空載曲線

空載曲線測試旨在在合適的工作點、在多個定子磁通量級別下測量電機空載運行的參數。如表5所示。

表5 電機空載工作點

5.1.3 短時高壓測試

短時高壓測試規定從剩磁電壓做到額定電壓的130%，實際測試按照8 190 V（1.3倍）運轉5 min，無任何異常。

5.2 振動測量

轉子振動將通過軸傳遞至軸承箱或者軸承座上，還會傳遞至端罩。若振動力較大，且軸承結構為彈性結構，則會產生較大振幅。軸承箱表面上測得的振動特征將指示相應的力以及應力程度[11]。根據針對不同機器類型的相關經驗，相關標準中給出了振動限值。在水平、垂直和軸向方向上，測量軸承箱或軸承座處的振動。

根據GB10068?2008《軸中心高56mm及以上電機的機械振動 振動的測量、評定及限值》標準以及 GB50170?2006《電氣裝置安裝工程 旋轉電機施工及驗收規范》，對于振動無特殊要求的電機振動烈度小于2.3 mm/s，振動幅值小于0.085 mm 。電機額定轉速運行2 h后，測量發電機傳動端軸承、非傳動端軸承、機座的水平、垂直、軸向烈度、振幅，均滿足規范要求。

5.3 軸承溫度

電機運行 2 h后，各熱元件電阻測量溫度趨于穩定，增幅小于2 ℃/min。此時進油溫度為40 ℃，驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼 41 ℃；非驅動端軸承 Pt100測得溫度為56 ℃，測溫槍測量軸瓦外殼44 ℃。 因為循環油系統容量較小，所以軸瓦溫度稍高。

5.4 短路試驗

因為該發電機的剩磁電壓比較高，達到 236 V，這時的短路電流已經大大超過額定電流，因此無法進行短路試驗。剩磁電壓下短路電流為：

5.5 超速試驗

由于臨時運行時的速度可能高于額定速度，因此應對所有永磁同步電機進行過速測試。按照額定轉速的1.2倍，即1 800 r/m 。電機超速運轉2 min ，未見異常。

5.6 參數對比

同步發電機升壓改造前后帶載運行主要技術參數比較如表6和表7，這里分別測量記錄了2組數據。

6 結 語

本文提出了通過改變定子繞組的方式對發電機進行升壓改造的方法，以海洋石油BZ26?3平臺為研究對象，將發電機電壓從3 300 V升壓至6 300 V。通過理論計算與分析對本文所使用的發電機升壓改造方法的可行性做了論證，根據計算數據制作了相應的發電機，對改造后的發電機進行了空載測試、振動測試、軸承溫度測試、短路試驗與超速試驗，并將改造前后的發電機主要技術參數進行了對比，實驗結果表明升壓改造后的發電機各項指標均滿足相應要求，并保持了改造前的電氣要求，證明了所提出升壓改造方法的可行性與正確性。

表7 升壓改造后電機運行主要技術參數

參考文獻

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[11] 祝志朋.現代實用同步發電機調壓特性和調速特性與并聯運行負載分配[J].電氣應用，2011（3）：75?81.